Base Plate Design Example using AS 4100:2020, AS 3600:2018, AS 5216:2021
Declaração de problemas:
Determine whether the designed column-to-base plate connection is sufficient for a 50-kN tension load.
Dados dados:
Coluna:
Seção de coluna: 250x150x8 RHS
Área da coluna: 5920 milímetros2
Material da coluna: AS / NZS 1163 Gr. C350
Placa Base:
Dimensões da placa de base: 350 mm x 350 milímetros
Espessura da placa de base: 20 milímetros
Material da placa de base: AS / NZS 1163 Gr. C250
Grout:
Grout thickness: 20 milímetros
Concreto:
Dimensões concretas: 450 mm x 450 milímetros
Espessura do concreto: 400 milímetros
Material concreto: N28
Cracked or Uncracked: Cracked
Anchors:
Anchor diameter: 16 milímetros
Effective embedment length: 250.0 milímetros
Embedded plate width: 70 milímetros
Embedded plate thickness: 10 milímetros
Anchor offset distance from face of column: 62.5 milímetros
Soldas:
Weld type: Fillet
Weld category: SP
Classificação de metal de enchimento: E43XX
Anchor Data (a partir de SkyCiv Calculator):
Definitions:
Load Path:
When a base plate is subjected to uplift (tração) forças, these forces are transferred to the anchor rods, which in turn induce bending moments in the base plate. The bending action can be visualized as cantilever bending occurring around the flanges or web of the column section, depending on where the anchors are positioned.
No Software de design de placa de base SkyCiv, only anchors located within the anchor tension zone are considered effective in resisting uplift. This zone typically includes areas near the column flanges or web. Para colunas retangulares, A zona de tensão âncora refere -se à área adjacente às paredes da coluna. Anchors outside this zone do not contribute to tension resistance and are excluded from the uplift calculations.
To determine the effective area of the base plate that resists bending, uma 45-degree dispersion is assumed from the centerline of each anchor rod toward the column face. This dispersion defines the effective weld length and helps establish the effective bending width da placa.
A suposição simplifica a análise da placa de base, aproximando -se de como a força de elevação se espalha pela placa.
Grupos de âncora:
A Software de design de placa de base SkyCiv includes an intuitive feature that identifies which anchors are part of an anchor group for evaluating fuga de concreto e concrete side-face blowout failures.
A anchor group consists of multiple anchors with similar effective embedment depths and spacing, and are close enough that their projected resistance areas overlap. When anchors are grouped, their capacities are combined to resist the total tension force applied to the group.
Anchors that do not meet the grouping criteria are treated as single anchors. Nesse caso, only the tension force on the individual anchor is checked against its own effective resistance area.
Prying Increase Factor:
A Software de design de placa de base SkyCiv includes an option to apply a prying increase factor to account for additional tensile forces on the anchors due to prying action. This factor increases the load demand on the anchors during the anchor checks, providing a more conservative and realistic assessment where applicable. Por padrão, the prying increase factor is set to 1.0, meaning no additional prying load is applied unless specified by the user.
Cálculos passo a passo:
Verificar #1: Calcule a capacidade de solda
Aplicando Cargas Sísmicas, we need to calculate the load per anchor and the effective weld length per anchor. The effective weld length is determined by the shortest length from the 45° dispersion, constrained by the actual weld length and anchor spacing.
For this calculation, anchors are classified as either end anchors ou intermediate anchors. End anchors are located at the ends of a row or column of anchors, while intermediate anchors are positioned between them. The calculation method differs for each and depends on the column geometry. Neste exemplo, there are two anchors along the web, and both are classified as end anchors.
For end anchors, the effective weld length is limited by the available distance from the anchor centerline to the column corner radius. The 45° dispersion must not extend beyond this boundary.
\(
l_r = \frac{d_{col} – 2t_{col} – 2r_{col} – s_y (n_{uma,\texto{lado}} – 1)}{2} = frac{250 \, \texto{milímetros} – 2 \vezes 8 \, \texto{milímetros} – 2 \vezes 12 \, \texto{milímetros} – 150 \, \texto{milímetros} \vezes (2 – 1)}{2} = 30 \, \texto{milímetros}
\)
On the inner side, the effective length is limited by half the anchor spacing. The total effective weld length for the end anchor is the sum of the outer and inner lengths.
\(
eu_{ef,fim} = min left( fazer, 0.5 s_y \right) + \Min esquerda( fazer, l_r \right)
\)
\(
eu_{ef,fim} = min left( 62.5 \, \texto{milímetros}, 0.5 \vezes 150 \, \texto{milímetros} \direito) + \Min esquerda( 62.5 \, \texto{milímetros}, 30 \, \texto{milímetros} \direito) = 92.5 \, \texto{milímetros}
\)
Para este exemplo, the final effective weld length for the web anchor is taken as the effective length of the end anchor.
\(
eu_{ef} = l_{ef,fim} = 92.5 \, \texto{milímetros}
\)
A continuação, let’s calculate the load per anchor. For a given set of four (4) âncoras, the load per anchor is:
\(
T_{você,âncora} = frac{N_x}{n_{uma,t}} = frac{50 \, \texto{kN}}{4} = 12.5 \, \texto{kN}
\)
Using the calculated effective weld length, we can now compute the required force per unit length acting on the weld.
\(
v^*_w = \frac{T_{você,âncora}}{eu_{ef}} = frac{12.5 \, \texto{kN}}{92.5 \, \texto{milímetros}} = 0.13514 \, \texto{kN / mm}
\)
Agora, nós vamos usar AS 4100:2020 Cláusula 9.6.3.10 to calculate the design strength of the fillet weld.
\(
\phi v_w = \phi 0.6 f_{sua} E_w k_r = 0.8 \vezes 0.6 \vezes 430 \, \texto{MPa} \vezes 5.657 \, \texto{milímetros} \vezes 1 = 1.1676 \, \texto{kN / mm}
\)
In addition to checking the weld, we also need to verify the resistance of the base metal against the applied tension force to ensure it does not govern the failure mode.
\(
\phi v_{wbm} = \phi \left( \Min esquerda( F_{e _col} t_{col}, f_{e _bp} t_{pb} \direito) \direito)
\)
\(
\phi v_{wbm} = 0.9 \times left( \Min esquerda( 350 \, \texto{MPa} \vezes 8 \, \texto{milímetros}, 250 \, \texto{MPa} \vezes 20 \, \texto{milímetros} \direito) \direito) = 2.52 \, \texto{kN / mm}
\)
Nesse caso, the weld resistance governs over the base metal resistance.
Desde a 0.13514 kN / mm < 1.1676 kN / mm, A capacidade de solda é suficiente.
Verificar #2: Calculate base plate flexural yielding capacity due to tension load
Usando o load per anchor and the offset distance from the center of the anchor to the face of the column (serving as the load eccentricity), the moment applied to the base plate can be calculated using a em balanço assumption.
\(
M^* = T_{você,âncora} e = 12.5 \, \texto{kN} \vezes 62.5 \, \texto{milímetros} = 781.25 \, \texto{kN} \cdot \text{milímetros}
\)
A continuação, using the calculated effective weld length from the previous check as the bending width, we can calculate the SkyCiv Foundation é um módulo de projeto para o projeto de sapatas articuladas a partir das cargas da superestrutura of the base plate using AISC 360-22, Equação 2-1:
\(
\phi M_s = \phi Z_{ef} f_{e _bp} = 0.9 \vezes 9250 \, \texto{milímetros}^3 \times 250 \, \texto{MPa} = 2081.2 \, \texto{kN} \cdot \text{milímetros}
\)
Onde,
\(
Z_{ef} = frac{eu_{ef} (t_{pb})^ 2}{4} = frac{92.5 \, \texto{milímetros} \vezes (20 \, \texto{milímetros})^ 2}{4} = 9250 \, \texto{milímetros}^ 3
\)
Desde a 781.25 kN-mm < 2081.2 kN-mm, the base plate flexural yielding capacity is suficiente.
Verificar #3: Calculate anchor rod tensile capacity
To evaluate the tensile capacity of the anchor rod, we refer to AS 5216:2021 Cláusula 6.2.2 e AS 4100:2020 Cláusula 9.2.2.2.
Primeiro, Nós determinamos o Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer of the threaded portion of the rod, Segue AS 4100:2020 Cláusula 7.2 e AS 1275–1985 Clause 1.7.
\(
A_n = \frac{\pi}{4} \deixou( \fratura{d_a}{\texto{milímetros}} – 0.9382 P \right)^ 2 \, \texto{milímetros}^2 = \frac{\pi}{4} \times left( \fratura{16 \, \texto{milímetros}}{1 \, \texto{milímetros}} – 0.9382 \vezes 2 \direito)^2 \times 1 \, \texto{milímetros}A partir da elevação do solo gerada a partir das elevações do Google 156.67 \, \texto{milímetros}^ 2
\)
Usando AS 4100:2020 Cláusula 9.2.2, nós calculamos o nominal tension capacity of the bolt based on the tensile stress area and the material strength.
\(
N_{tf} = A_n F_{u\_anc} = 156.67 \, \texto{milímetros}^2 \times 800 \, \texto{MPa} = 125.33 \, \texto{kN}
\)
We then apply the appropriate resistance factor to obtain the design anchor capacity in tension.
\(
\phi N_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,s} = \phi N_{tf} = 0.8 \vezes 125.33 \, \texto{kN} = 100.27 \, \texto{kN}
\)
Recall the previously calculated tension load per anchor, and apply the prying increase factor if specified.
\(
N^* = p \left( \fratura{N_x}{n_{uma,t}} \direito) = 1 \times left( \fratura{50 \, \texto{kN}}{4} \direito) = 12.5 \, \texto{kN}
\)
Desde a 12.5 kN < 100.27 kN, a anchor rod tensile capacity is sufficient.
Verificar #4: Calculate concrete breakout capacity in tension
Before calculating the breakout capacity, we must first determine whether the member qualifies as a narrow member. De acordo com AS 5216:2021 Cláusula 6.2.3.8, the member meets the criteria for a narrow member. Portanto, uma modified effective embedment length must be used in the breakout capacity calculations. This adjustment also affects the characteristic spacing e characteristic edge distance, which must be modified accordingly.
Based on the narrow member criteria, a modified values for the anchor group are as follows:
- modified effective embedment length, \(h’_{ef} = 100 \, \texto{milímetros}\)
- modified characteristic spacing, \(s’_{C3.1.2.1-9} = 300 \, \texto{milímetros}\)
- modified characteristic edge distance, \(c’_{C3.1.2.1-9} = 150 \, \texto{milímetros}\)
Usando AS 5216: 2021 Cláusula 6.2.3.3, nós calculamos o reference projected concrete cone area para uma única âncora.
\(
A0_{c,N} = left( s’_{C3.1.2.1-9,g1} \direito)^2 = \left( 300 \, \texto{milímetros} \direito)A partir da elevação do solo gerada a partir das elevações do Google 90000 \, \texto{milímetros}^ 2
\)
similarmente, nós calculamos o actual projected concrete cone area of the anchor group.
\(
UMA_{Nc} = L_{Nc} B_{Nc} = 450 \, \texto{milímetros} \vezes 450 \, \texto{milímetros} = 202500 \, \texto{milímetros}^ 2
\)
Onde,
\(
EU_{Nc} = min left( c_{deixou,g1}, c’_{C3.1.2.1-9,g1} + r_{embed\_plate} \direito) + \Min esquerda( s_{soma,z,g1}, s’_{C3.1.2.1-9,g1} \cdot \left( n_{z,g1} – 1 \direito) \direito) + \Min esquerda( c_{direito,g1}, c’_{C3.1.2.1-9,g1} + r_{embed\_plate} \direito)
\)
\(
EU_{Nc} = min left( 87.5 \, \texto{milímetros}, 150 \, \texto{milímetros} + 18 \, \texto{milímetros} \direito) + \Min esquerda( 275 \, \texto{milímetros}, 300 \, \texto{milímetros} \a força de deslizamento é a soma da força horizontal resultante da pressão ativa do solo no lado ativo do solo e a força horizontal resultante da presença da sobrecarga (2 – 1) \direito) + \Min esquerda( 87.5 \, \texto{milímetros}, 150 \, \texto{milímetros} + 18 \, \texto{milímetros} \direito)
\)
\(
EU_{Nc} = 450 \, \texto{milímetros}
\)
\(
B_{Nc} = min left( c_{figura superior,g1}, c’_{C3.1.2.1-9,g1} + r_{embed\_plate} \direito) + \Min esquerda( s_{soma,Y,g1}, s’_{C3.1.2.1-9,g1} \cdot \left( n_{Y,g1} – 1 \direito) \direito) + \Min esquerda( c_{figura inferior,g1}, c’_{C3.1.2.1-9,g1} + r_{embed\_plate} \direito)
\)
\(
B_{Nc} =\min \left( 150 \, \texto{milímetros}, 150 \, \texto{milímetros} + 18 \, \texto{milímetros} \direito) + \Min esquerda( 150 \, \texto{milímetros}, 300 \, \texto{milímetros} \a força de deslizamento é a soma da força horizontal resultante da pressão ativa do solo no lado ativo do solo e a força horizontal resultante da presença da sobrecarga (2 – 1) \direito) + \Min esquerda( 150 \, \texto{milímetros}, 150 \, \texto{milímetros} + 18 \, \texto{milímetros} \direito)
\)
\(
B_{Nc} = 450 \, \texto{milímetros}
\)
A embedded plate effective radius is used to provide additional capacity for concrete breakout. To determine this, add the thickness of the embedded plate to half of the anchor diameter.
A continuação, we evaluate the characteristic strength of a single anchor using AS 5216:2021 Eq. 6.2.3.2
\(
N0_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,c} = k_1 \sqrt{\fratura{f’_c}{\texto{MPa}}} \deixou( \fratura{h’_{ef,g1}}{\texto{milímetros}} \direito)^{1.5} \, \texto{N}
\)
\(
N0_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,c} = 8.9 \times sqrt{\fratura{28 \, \texto{MPa}}{1 \, \texto{MPa}}} \times left( \fratura{100 \, \texto{milímetros}}{1 \, \texto{milímetros}} \direito)^{1.5} \vezes 0.001 \, \texto{kN} = 47.094 \, \texto{kN}
\)
Onde,
- \(inclui cálculos detalhados passo a passo{1} = 8.9\) para âncoras fundidas
Agora, we assess the effects of geometry by calculating the necessary parametros for breakout resistance.
The shortest edge distance of the anchor group is determined as:
\(
c_{min,N} = min left( c_{deixou,g1}, c_{direito,g1}, c_{figura superior,g1}, c_{figura inferior,g1} \direito) = min left( 87.5 \, \texto{milímetros}, 87.5 \, \texto{milímetros}, 150 \, \texto{milímetros}, 150 \, \texto{milímetros} \direito) = 87.5 \, \texto{milímetros}
\)
De acordo com AS 5216:2021 Eq. 6.2.3.4, the value for the parameter accounting for distribution of stress in concrete is:
\(
\Psi_{s,N} = min left( 0.7 + 0.3 \deixou( \fratura{c_{min,N}}{c’_{C3.1.2.1-9,g1}} \direito), 1.0 \direito) = min left( 0.7 + 0.3 \times left( \fratura{87.5 \, \texto{milímetros}}{150 \, \texto{milímetros}} \direito), 1 \direito) = 0.875
\)
A shell spalling effect is accounted for using AS 5216:2021 Equação 6.2.3.5, giving:
\(
\Psi_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,N} = min left( 0.5 + \fratura{h’_{ef,g1}}{\texto{milímetros} \a força de deslizamento é a soma da força horizontal resultante da pressão ativa do solo no lado ativo do solo e a força horizontal resultante da presença da sobrecarga 200}, 1.0 \direito) = min left( 0.5 + \fratura{100 \, \texto{milímetros}}{1 \, \texto{milímetros} \a força de deslizamento é a soma da força horizontal resultante da pressão ativa do solo no lado ativo do solo e a força horizontal resultante da presença da sobrecarga 200}, 1 \direito) = 1
\)
Além disso, both the eccentricity factor e o compression influence factor are taken as:
\(
\Psi_{ec,N} = 1
\)
\(
\Psi_{M,N} = 1
\)
We then combine all these factors and apply AS 5216:2021 Equação 6.2.3.1 to evaluate the design concrete cone breakout resistance for the anchor group:
\(
\phi N_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,c} = phi_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer} N0_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,c} \deixou( \fratura{UMA_{Nc}}{A0_{c,N}} \direito) \Psi_{s,N} \Psi_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,N} \Psi_{ec,N} \Psi_{M,N}
\)
\(
\phi N_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,c} = 0.6667 \vezes 47.094 \, \texto{kN} \times left( \fratura{202500 \, \texto{milímetros}^ 2}{90000 \, \texto{milímetros}^ 2} \direito) \vezes 0.875 \vezes 1 \vezes 1 \vezes 1 = 61.814 \, \texto{kN}
\)
A total applied tension load on the anchor group is calculated by multiplying the tension load per anchor by the number of anchors, with the prying increase factor applied as needed:
\(
N^* = p \left( \fratura{N_x}{n_{uma,t}} \direito) n_{uma,g1} = 1 \times left( \fratura{50 \, \texto{kN}}{4} \direito) \vezes 4 = 50 \, \texto{kN}
\)
Desde a 50 kN < 61.814 kN the concrete breakout capacity is suficiente.
Verificar #5: Calculate anchor pullout capacity
A pullout capacity of an anchor is governed by the resistance at its embedded end. Primeiro, we compute the maximum anchor head dimension effective for pull out resistance, conforme AS 5216:2021 Cláusula 6.3.4.
\(
d_{h,\texto{max}} = min left( b_{embed\_plate}, 6 \deixou( t_{embed\_plate} \direito) + d_a \right) = min left( 70 \, \texto{milímetros}, 6 \vezes (10 \, \texto{milímetros}) + 16 \, \texto{milímetros} \direito) = 70 \, \texto{milímetros}
\)
A continuação, we calculate the net bearing area of the rectangular embedded plate using:
\(
A_h = \left( d_{h,\texto{max}}^2 certo) – UMA_{haste} = left( (70 \, \texto{milímetros})^2 certo) – 201.06 \, \texto{milímetros}A partir da elevação do solo gerada a partir das elevações do Google 4698.9 \, \texto{milímetros}^ 2
\)
Onde,
\(
UMA_{haste} = frac{\pi}{4} (d_a)^2 = \frac{\pi}{4} \vezes (16 \, \texto{milímetros})A partir da elevação do solo gerada a partir das elevações do Google 201.06 \, \texto{milímetros}^ 2
\)
We then calculate the design basic anchor pullout strength usando AS 5216:2021 Cláusula 6.3.4:
\(
N_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,p} = phi_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer} k_2 A_h \left( f’_c \right) = 0.6667 \vezes 7.5 \vezes 4698.9 \, \texto{milímetros}^2 \times (28 \, \texto{MPa}) = 657.88 \, \texto{kN}
\)
Recall the previously calculated tension load per anchor:
\(
N^* = p \left( \fratura{N_x}{n_{uma,t}} \direito) = 1 \times left( \fratura{50 \, \texto{kN}}{4} \direito) = 12.5 \, \texto{kN}
\)
Desde a 12.5 kN < 657.88 kN, the anchor pullout capacity is suficiente.
Verificar #6: Calculate side-face blowout capacity in Y-direction
Let’s consider Side-Face Blowout Anchor Group 1 for the capacity calculation. Referring to the Anchor Data Summary, Anchor IDs 3 e 4 are part of SFy Group 1.
We begin by calculating the edge distance to the failure edge.
\(
c_{z,\texto{min}} = min left( c_{\texto{deixou},g1}, c_{\texto{direito},g1} \direito) = min left( 87.5 \, \texto{milímetros}, 362.5 \, \texto{milímetros} \direito) = 87.5 \, \texto{milímetros}
\)
A continuação, we determine the edge distance to the orthogonal edge.
\(
c_{Y,\texto{min}} = min left( c_{\texto{figura superior},g1}, c_{\texto{figura inferior},g1} \direito) = min left( 150 \, \texto{milímetros}, 150 \, \texto{milímetros} \direito) = 150 \, \texto{milímetros}
\)
Usando AS 5216:2021 Cláusula 6.2.7.3, let’s calculate the reference projected area of a single fastener.
\(
A0_{c,N.º} = left( 4 c_{z,\texto{min}} \direito)^2 = \left( 4 \vezes 87.5 \, \texto{milímetros} \direito)A partir da elevação do solo gerada a partir das elevações do Google 122500 \, \texto{milímetros}^ 2
\)
Since we are checking the capacity of the anchor group, let’s get the actual projected area of the anchor group using AS 5216:2021 Cláusula 6.2.7.2.
\(
UMA_{Nc} = B_{c,N.º} a força de deslizamento é a soma da força horizontal resultante da pressão ativa do solo no lado ativo do solo e a força horizontal resultante da presença da sobrecarga{c,N.º} = 450 \, \texto{milímetros} \vezes 325 \, \texto{milímetros} = 146250 \, \texto{milímetros}^ 2
\)
Onde,
\(
B_{c,N.º} = min left( 2 c_{z,\texto{min}}, c_{\texto{figura superior},g1} \direito) + s_{\texto{soma},Y,g1} + \Min esquerda( 2 c_{z,\texto{min}}, c_{\texto{figura inferior},g1} \direito)
\)
\(
B_{c,N.º} = min left( 2 \vezes 87.5 \, \texto{milímetros}, 150 \, \texto{milímetros} \direito) + 150 \, \texto{milímetros} + \Min esquerda( 2 \vezes 87.5 \, \texto{milímetros}, 150 \, \texto{milímetros} \direito) = 450 \, \texto{milímetros}
\)
\(
a força de deslizamento é a soma da força horizontal resultante da pressão ativa do solo no lado ativo do solo e a força horizontal resultante da presença da sobrecarga{c,N.º} = 2 c_{z,\texto{min}} + \deixou( \Min esquerda( t_{\texto{conc}} – h_{\texto{ef}}, 2 c_{z,\texto{min}} \direito) \direito)
\)
\(
a força de deslizamento é a soma da força horizontal resultante da pressão ativa do solo no lado ativo do solo e a força horizontal resultante da presença da sobrecarga{c,N.º} = 2 \vezes 87.5 \, \texto{milímetros} + \deixou( \Min esquerda( 400 \, \texto{milímetros} – 250 \, \texto{milímetros}, 2 \vezes 87.5 \, \texto{milímetros} \direito) \direito) = 325 \, \texto{milímetros}
\)
In computing the characteristic concrete blow-out strength of an individual anchor, nós vamos usar AS 5216:2021 Cláusula 6.2.7.2.
\(
N0_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,cb} = k_5 \left( \fratura{c_{z,\texto{min}}}{\texto{milímetros}} \direito) \sqrt{\fratura{A_h}{\texto{milímetros}^ 2}} \sqrt{\fratura{f’_c}{\texto{MPa}}} \, N
\)
\(
N0_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,cb} = 8.7 \times left( \fratura{87.5 \, \texto{milímetros}}{1 \, \texto{milímetros}} \direito) \times sqrt{\fratura{4698.9 \, \texto{milímetros}^ 2}{1 \, \texto{milímetros}^ 2}} \times sqrt{\fratura{28 \, \texto{MPa}}{1 \, \texto{MPa}}} \vezes 0.001 \, \texto{kN}
\)
\(
N0_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,cb} = 276.13 \, \texto{kN}
\)
Onde,
- \(inclui cálculos detalhados passo a passo{5} = 8.7\) para concreto rachado
- \(inclui cálculos detalhados passo a passo{5} = 12.2\) for uncracked concrete
Então, we will get the side-face blowout parameters.
The parameter accounting for the disturbance of the distribution of stresses in concrete can be calculated from AS 5216:2021 Cláusula 6.2.7.4.
\(
\Psi_{s,N.º} = min left( 0.7 + 0.3 \deixou( \fratura{c_{Y,\texto{min}}}{2 c_{z,\texto{min}}} \direito), 1.0 \direito)
\)
\(
\Psi_{s,N.º} = min left( 0.7 + 0.3 \times left( \fratura{150 \, \texto{milímetros}}{2 \vezes 87.5 \, \texto{milímetros}} \direito), 1 \direito) = 0.95714
\)
The equation from AS 5216:2021 Cláusula 6.2.7.5 is then used to get the parameter accounting for the group effect.
\(
\Psi_{g,N.º} = max left( \sqrt{n_{Y,g1}} + \deixou( 1 – \sqrt{n_{Y,g1}} \direito) \deixou( \fratura{\Min esquerda( s_{Y,g1}, 4 c_{z,\texto{min}} \direito)}{4 c_{z,\texto{min}}} \direito), 1.0 \direito)
\)
\(
\Psi_{g,N.º} = max left( \sqrt{2} + \deixou( 1 – \sqrt{2} \direito) \times left( \fratura{\Min esquerda( 150 \, \texto{milímetros}, 4 \vezes 87.5 \, \texto{milímetros} \direito)}{4 \vezes 87.5 \, \texto{milímetros}} \direito), 1 \direito)
\)
\(
\Psi_{g,N.º} = 1.2367
\)
Finalmente, in reference to AS 5216:2021 Eq. 6.2.7 for headed anchor rods, a design concrete blow-out resistance é:
\(
\phi N_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,cb} = \phi_M N0_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,cb} \deixou( \fratura{UMA_{Nc}}{A0_{c,N.º}} \direito) \Psi_{s,N.º} \Psi_{g,N.º} \Psi_{ec,N}
\)
\(
\phi N_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,cb} = 0.6667 \vezes 276.13 \, \texto{kN} \times left( \fratura{146250 \, \texto{milímetros}^ 2}{122500 \, \texto{milímetros}^ 2} \direito) \vezes 0.95714 \vezes 1.2367 \vezes 1 = 260.16 \, \texto{kN}
\)
For this anchor group, only two (2) anchors belong to group. Portanto, a design tension force for the anchor group is:
\(
N^* = p \left( \fratura{N_x}{n_{uma,t}} \direito) n_{Y,g1}
\)
\(
N^* = 1 \times left( \fratura{50 \, \texto{kN}}{4} \direito) \vezes 2 = 25 \, \texto{kN}
\)
Desde a 25 kN < 260.16 kN, the concrete side-face blowout along Y-direction is suficiente.
Side-Face Blowout Anchor Group 2 can also be used and will yield the same result, since the design is symmetric.
Verificar #7: Calculate side-face blowout capacity in Z-direction
This calculation is not applicable for failure along the Z-direction, as the edge distance to the sides exceeds half of the effective embedment length.
Resumo do projeto
A Software de design de placa de base skyciv can automatically generate a step-by-step calculation report for this design example. Ele também fornece um resumo dos cheques executados e suas proporções resultantes, facilitando o entendimento da informação. Abaixo está uma tabela de resumo de amostra, que está incluído no relatório.
Relatório de amostra de Skyciv
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